Avaliação laboratorial do po e teor de ligante e da
granulometria na deformação permanente de
misturas asfál cas
Pedro Orlando Borges de Almeida Jr1, Fernando Dekeper Boeira2, Luciano Pivoto Specht3, Ta#ana Cureau Cervo4, Deividi da Silva Pereira5, Roberta Centofante6,
Valdir Barboza Jr7, Carlos Correia e Silva8
1Universidade Federal de Santa Maria, Santa Maria, RS, Brasil, engcivilpedro@hotmail.com 2Universidade Federal de Santa Maria, Santa Maria, RS, Brasil, fernando.d.boeira@gmail.com 3Universidade Federal de Santa Maria, Santa Maria, RS, Brasil, luspecht@ufsm.br
4Universidade Federal de Santa Maria, Santa Maria, RS, Brasil, cervo.ta ana@gmail.com 5Universidade Federal de Santa Maria, Santa Maria, RS, Brasil, dsp@ufsm.br
6Universidade Federal de Santa Maria, Santa Maria, RS, Brasil, robertacentofante@yahoo.com.br 7Universidade Federal de Santa Maria, Santa Maria, RS, Brasil, valdircrdc@gmail.com
8Universidade Federal do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, cafilipe.correia@gmail.com Recebido:
18 de junho de 2017
Aceito para publicação:
31 de outubro de 2017 Publicado: 31 de agosto de 2018 Editor de área: Kamilla Vasconcelos RESUMO
Este trabalho avaliou a influência na deformação permanente do po e teor de ligante asfál co e da granulometria quanto ao método Bailey, Faixa de Agregado Dominante (FAD) e faixas granulométricas B e C por meio do ensaio uniaxial de carga repe da. Para isso u lizaram-se três ligantes asfál cos, 50/70, AMP 60/85 e o Highly Modified Asphalt (HiMA), quatro granulometrias, sendo duas Faixa B e duas C, e dois métodos de dosa-gem, Superpave e Marshall, totalizando 24 misturas asfál cas. Os resultados indicaram que as modificações no po e no teor dos ligantes asfál cos foram mais influentes na deformação permanente do que a granulometria das misturas, inclusive encontrou-se boa correlação entre a reologia dos ligantes e os Flow Numbers (FNs) ob dos. O método Bailey apresentou-se mais efe vo em conferir ganho de resistência comparado ao mé-todo FAD e a u lização da granulometria faixa B não resultou em um melhor comporta-mento comparado a uma granulometria faixa C.
ABSTRACT
This paper evaluated the influence on permanent deforma on of the type and content of asphalt binder and aggregate grada on as regards the Bailey method, the Dominant Aggregate Size Range (DASR) and grain size ranges B and C using the repeated load uni-axial test. Three asphalt binders were used, CAP 50/70, AMP 60/85, and Highly Modified Asphalt (HiMA), four aggregate size distribu ons, two ranges B and two ranges C, and two dosing methods, Superpave and Marshall, totaling 24 asphalt mixtures. The results indicated that changes in the type and content of the asphalt binders were more influ-en al on permaninflu-ent deforma on than the aggregate grada on of the asphalt mixtures, and a good correla on was found between the rheology of the binders and the Flow Numbers (FNs) obtained. The Bailey method was more effec ve at conferring resistance gain compared to the DASR method and the use of a range B aggregate grada on did not result in a beJer behavior compared to a range C aggregate grada on.
Palavras-chaves:
Deformação Permanente, Ligante Asfál co, Método Bailey, Flow number.
Keywords:
Permanente Deforma on, Asphalt Binder,
Bailey Method, Flow Number.
DOI:10.14295/transportes.v26i2.1407
1. INTRODUÇÃO
O avançado estado de degradação dos pavimentos de concreto asfáltico no Brasil decorre do crescimento do número de veı́culos, das cargas por eixo e das pressões dos pneus que tornam o tráfego mais severo e promovem defeitos precoces no revestimento, em especial, à deformação permanente (Alavi et al.,
2011; Zhang et al., 2013; Bastos, 2016; Kutay et al., 2017). Paralelamente, os projetos de misturas asfál-ticas ainda são baseados nos ensaios básicos de ligantes asfálticos requeridos pela especi0icação brasi-leira (resolução n° 19 de 2005 da Agência Nacional do Petróleo), em uma seleção granulométrica por tentativa e erro através de faixas da norma DNIT 031 (2006), e sem um estudo relativo ao dano, o que pode resultar em um material não efetivo em termos mecânicos.
Esse sistema funcionou relativamente bem no passado, mas à medida que avançamos com as deman-das atuais decorrentes de um tráfego mais severo, novas abordagens são fundamentais para o bom de-sempenho do concreto asfáltico. Dentre estas abordagens, está a in0luência das propriedades reológicas, como, por exemplo uma especi0icação por desempenho, e dos diferentes tipos e teores de ligante asfál-tico, e de formas racionais e sistemáticas de seleção e avaliação granulométrica no comportamento de misturas asfálticas ao dano para mitigar o surgimento de defeitos e originar revestimentos mais duráveis (Adorjányi e Füleki, 2013; Ferreira et al., 2015).
As misturas asfálticas herdam as caracterı́sticas viscoelásticas e termosusceptı́veis dos ligantes asfál-ticos, que dependendo do tipo e teor apresentam-se mais ou menos susceptı́veis à variação de tempera-tura, frequência e do tempo de aplicação de carga (Specht et al., 2017), e consequentemente, de apre-sentar à deformação permanente em altas temperaturas.
A modi0icação dos ligantes asfálticos melhora as caracterı́sticas reológicas do material, aumentando sua consistência e reduzindo a susceptibilidade nas temperaturas extremas; por isso, muitos estudos desenvolvidos relacionam a reologia do ligante com o comportamento à deformação permanente (Mothé, 2009; Domingos, 2011; Melo, 2014; Domingos e Faxina, 2015; Nascimento et al., 2015; Domin-gos et al., 2017). Os ligantes de maior viscosidade, como os modi0icados por polı́meros, apresentam maior resistência à deformação permanente (Valkering et al., 1990; Corté et al., 1994; Onofre et al., 2013; Santagata et al., 2015). Já os ligantes asfálticos de menor viscosidade, o caso dos ligantes convencionais, tornam as misturas betuminosas menos rı́gidas e mais propı́cias a apresentar a deformação permanente nas altas temperaturas (Mahboub e Little, 1988; Barros et al., 2015).
O teor de ligante asfáltico é outro fator que in0luencia na deformação permanente de misturas asfál-ticas dependendo do tipo de ligante utilizado (Erkens, 2002; Gardete, 2006; Moura, 2010; Nascimento et al., 2015). Nas seções experimentais da National Center Asphalt Technology (NCAT) e relatadas por Brown et al. (2004), a adição de 0,5% de ligante com Performance Grade (PG) 64-22 acima do teor de projeto aumentou em 50% a deformação permanente. Entretanto, o mesmo acréscimo com um ligante de PG 76-22 não resultou em aumento do dano.
Em relação ao agregado mineral, a granulometria das misturas é de0inida a partir do simples enqua-dramento dentro de faixas especi0icadas que não fornecem garantia de uma boa durabilidade e desem-penho. Por isso, têm-se buscado métodos racionais e sistemáticos de seleção granulométrica, dentre os quais se têm o método Bailey e o método FAD, ambos com foco na deformação permanente.
O método Bailey foi desenvolvido pelo engenheiro Robert Bailey do Departamento de Transportes de Illinois, sendo re0inado por Vavrik et al. (2001, 2002a, 2002b), com objetivo de melhorar o desempenho das misturas asfálticas em relação à durabilidade, pois orienta a composição de um esqueleto mineral com caracterı́sticas das misturas densas e descontı́nuas, proporcionando um maior intertravamento e resistência à deformação permanente. O método avalia a granulometria através de limites para três pa-râmetros: proporção de Agregado Graúdo (AG), proporção Graúda do Agregado Fino (GAF) e proporção Fina do Agregado Fino (FAF), de acordo com o Tamanho Máximo Nominal (TMN) e do comportamento graúdo ou miúdo da mistura (Cunha, 2004; Marques, 2004; Mendes e Marques, 2012).
O método FAD, proposto por Kim (2006), é uma ferramenta que avalia a estrutura granulométrica de misturas asfálticas e tem por objetivo um esqueleto pétreo estável e resistente à deformação permanente a partir de um contato efetivo entre as partı́culas graúdas (maiores que 1,18 mm), chamadas de agrega-dos dominantes e que compõem a FAD. Os agregaagrega-dos mantêm um espaçamento constante e com um contato efetivo que garante um esqueleto com boa resistência ao dano quando a proporção relativa entre a quantidade retida de duas peneiras consecutivas 0ique no intervalo entre 0,43 e 2,33. Esse contato
granular é avaliado por meio da porosidade, medida adimensional e indica o comportamento da mistura à deformação permanente (Ferreira et al., 2015; Bastos, 2015; Ferreira et al., 2016).
Diante da in0luência do ligante asfáltico e da granulometria do agregado no comportamento mecânico dos concretos asfálticos, esta pesquisa tem por objetivo avaliar o ligante asfáltico, em relação ao tipo e ao teor, e da granulometria oriunda de uma fonte única de agregado, quanto à avaliação das metodolo-gias Bailey e FAD e ainda das faixas granulométricas B e C do DNIT quanto à resistência na deformação permanente de misturas asfálticas por meio do ensaio uniaxial de carga repetida. Além disso, de corre-lacionar as propriedades reológicas e o teor do ligante asfáltico, a porosidade FAD e a Proporção AG com os FNs apresentados pelas misturas.
2. MATERIAIS E MÉTODOS
Para o desenvolvimento deste trabalho, utilizaram-se 3 ligantes asfálticos, 4 granulometrias e 2 métodos de dosagem, totalizando 24 misturas asfálticas. Os cimentos asfálticos utilizados foram o ligante 50/70, AMP 60/85 Compa0lex e o HiMA, ambos modi0icados pelo polı́mero SBS na percentagem de 4,5% e 7,5%, respectivamente. Os ensaios de caracterização realizados e os resultados obtidos estão na Tabela 1.
Tabela 1: Resultados dos ensaios de caracterização dos ligantes asfál cos
Li-gante Ensaio Medida Limites 50/70 AMP 60/85 HiMA - PG 58H-28 70H-22 76E-28 - Li ga n te O ri gi n a l Viscosidade T 3161 (2013) 333 (135°C) 138 (150°C) 68 (177°C) 1025 (135°C) 514 (150°C) 225 (177°C) 872 (135°C) 317 (150°C) 122 (177°C) - DSR2 │G*│/sen(φ) T 3151 (2012) 2,96 (58°C) 1,32 (64°C) 0,62 (70°C) 2,09 (64°C) 1,14 (70°C) 0,65 (76°C) 2,53 (70°C) 1,67 (76°C) 1,21 (82°C) ≥ 1,00 kPa Li ga n te E n ve lh e ci d o n o R T F O T 5 (T = 163° C ) Perda de Massa T 2401 (2013) -0,04 -0,08 -0,04 < ±1,00% DSR2 │G*│/sen(φ) T 3151 (2012) 4,93 (58°C) 2,09 (64°C) 0,93 (70°C) 4,18 (64°C) 2,25 (70°C) 1,27 (76°C) 4,08 (70°C) 2,58 (76°C) 1,71 (82°C) ≥ 2,20 kPa M S C R 3 M 332 1(2014) Jnr @3,2 1,91 (58°C) 1,41 (70°C) 0,21 (76°C) S[2,0<jnr≤4,5] H[1,0<jnr≤2,0] V[0,5<jnr≤1,0] E[0,0<jnr≤0,5] Jnrdiff 5,50% 62,70% 96,30%7 ≤ 75% Li ga n te E n ve lh e ci d o n o R T F O T 5 + P A V 6 ( T = 163° C ) DSR2 │G*│.sen(φ) T 3151 (2012) 11198 (19°C) 7442 (22°C) 4998 (25°C) 7949 (19°C) 5382 (22°C) 3449 (25°C) 2482 (19°C) 1631 (22°C) 1036 (25°C) ≤ 6000 kPa BBR4 Módulo de rigidez – S T 3131 (2012) 52 (-6°C) 135 (-12°C) 278 (-18°C) 42 (-6°C) 86 (-12°C) 186 (-18°C) 43 (-6°C) 80 (-12°C) 119 (-18°C) ≤ 300 MPa Coeficiente angular – m T 3131 (2012) 0,428 (-6°C) 0,330 (-12°C) 0,316 (-18°C) 0,439 (-6°C) 0,391 (-12°C) 0,286 (-18°C) 0,454 (-6°C) 0,325 (-12°C) 0,333 (-18°C) ≥ 0,300
1AASHTO; 2Dynamic Shear Rheometer; 3Multiple Stress Creep and Recovery; 4Bending Beam Rheometer; 5Rolling Thin Film Oven Test; 6Pressure Aging Vessel; 7 Valor do Jnrdiff superior ao limite de 75%, entretanto, a literatura tem mostrado que ligantes com alto teor de modi0i-cação, principalmente por polı́mero SBS, apresentam alta sensibilidade à variação de tensão (Domingos e Faxina, 2015; Huang e Tang, 2015; Sumeraj, 2016), o que pode representar uma limitação deste parâmetro, ou seja, para ligantes altamente modi0icados o Jnrdiff não tem signi0i-cado fı́sico, sendo discutida a sua retirada da especi0icação; S - Standard (tráfego padrão); H - High (tráfego pesado); V - Very High (tráfego muito pesado); E - Extremely High (tráfego extra pesado).
Os agregados são de origem vulcânica (diabásio), pertencentes à geomorfologia do Planalto Basáltico do Rio Grande do Sul, e constituı́dos por 5 tipos de agregados que estão descritos, juntamente com os ensaios de caracterização, na Tabela 2. A adesividade (DNER-ME 078/94) foi satisfatória para os três ligantes asfálticos sem incorporação da cal hidratada.
Tabela 2: Resultados dos ensaios de caracterização dos agregados
Elaborou-se 4 granulometrias, sendo as duas convencionais (CON FXB e CON FXC) por tentativa e erro simplesmente enquadradas nas Faixas B e C (DNIT 031, 2006). Após aplicou-se ajustes granulomé-tricos nestas duas granulometrias até que as proporções AG, GAF e FAF do método Bailey fossem enqua-dradas dentro ou o mais próximo dos intervalos propostos para cada parâmetro, respeitando os limites das Faixas B e C, originando as duas granulometrias Bailey (BAI FXB e BAI FXC). A composição de agre-gados, granulométrica e os parâmetros do método Bailey para as 4 granulometrias estão apresentadas na Tabela 3, enquanto que a Figura 1 apresenta as curvas granulométricas.
Tabela 3: Composição de agregados, granulométrica e Bailey das misturas
Granulometria Convencional Faixa B (CON FXB) Bailey Faixa B (BAI FXB) Convencional Faixa C (CON FXC) Bailey Faixa C (BAI FXC)
Agregados Composição de Agregados (%)
Brita 1” 14 17 0 0 Brita 3/4” 11 17 20 30 Brita 3/8” 27 19 27 15 Pó Grosso 23 23 26 29,5 Pó Fino 23,5 22,5 25,5 24 Cal Hidratada 1,5 1,5 1,5 1,5
Composição Granulométrica das Misturas Estudadas
Peneiras mm % Passante 1 1/2” 100,0 100 100,0 100,0 1” 99,4 99,2 100,0 100,0 3/4” 94,4 93,3 100,0 100,0 1/2” 80,8 75,0 88,0 81,0 3/8” 73,9 65,9 79,2 70,5 n° 4 45,6 43,6 49,7 49,1 n° 10 28,3 27,6 31,0 31,3 n° 40 15,1 15,1 16,9 17,1 n° 80 9,8 9,8 10,9 11,0 n° 200 5,1 5,0 5,5 5,5
Parâmetros Granulométricos do método Bailey para TMN 19mm
Proporção (limite) Valores
AG (0,60 - 0,75) 1,09 0,65 1,41 0,72
GAF (0,35 - 0,50) 0,48 0,48 0,48 0,48
FAF (0,35 - 0,50) 0,59 0,59 0,59 0,59
Nota-se que as proporções AF para as 2 granulometrias Bailey 0icaram acima do limite proposto pelo método, mesmo após várias tentativas de enquadramento, sendo esta a melhor obtida com os agregados disponı́veis, fato este também identi0icado em estudos como Budny (2012), Mendes e Marques (2012) e Wargha Filho (2013). O comportamento graúdo das misturas inicialmente adotado devido a quantidade de material passante na PCP ser menor que 49,9% em todas as misturas (ASPHALT INSTITUTE, 2011),
Propriedades Norma Brita 1” Brita 3/4" Brita 3/8” Pó Grosso Pó Fino Absorção (%) DNER-ME 081/98 1,119 1,208 1,233 - -
Massa específica real (g/cm³) DNER-ME 081/98 2,973 2,984 2,972 3,008 3,010
Massa específica aparente (g/cm³) DNER-ME 081/98 2,878 2,880 2,867 - -
Desgaste ou perda à abrasão (%) DNER-ME 035/98 - 21,30 - - -
Sanidade (%) DNER-ME 089/94 1,22 - -
foi con0irmado após o processo de dosagem. Encontrou-se em todas as misturas um volume de vazios da fração graúda (VCARUW) maior que a porcentagem de vazios dos agregados graúdos na mistura asfál-tica (VCAmix), conforme demonstrado na Tabela 4.
Figura 1. Curva granulométrica das misturas Faixas B (a) e Faixas C (b) DNIT 031 (2006) Tabela 4 – Avaliação do comportamento das misturas quanto à volumetria
Mistura S CON FXB 50-70 S BAI FXB 50-70 S CON FXC 50-70 S BAI FXC 50-70 S CON FXB 60-85 S BAI FXB 60-85 VCARUW 55,41 55,25 54,79 54,35 55,41 55,25 VCAmix 50,14 48,13 53,98 53,45 50,18 48,19
Graúdo Graúdo Graúdo Graúdo Graúdo Graúdo
Mistura S CON FXC 60-85 S BAI FXC 60-86 S CON FXB HiMA S BAI FXB HiMA S CON FXC HiMA S BAI FXC HiMA VCARUW 54,79 54,35 55,41 55,25 54,79 54,35 VCAmix 54,33 53,27 50,56 48,39 54,37 53,33
Graúdo Graúdo Graúdo Graúdo Graúdo Graúdo
Mistura M CON FXB 50-70 M BAI FXB 50-70 M CON FXC 50-70 M BAI FXC 50-70 M CON FXB 60-85 M BAI FXB 60-85 VCARUW 55,41 55,25 54,79 54,35 55,41 55,25 VCAmix 50,75 48,79 54,60 53,72 50,89 48,79
Graúdo Graúdo Graúdo Graúdo Graúdo Graúdo
Mistura M CON FXC 60-85 M BAI FXC 60-85 M CON FXB HiMA M BAI FXB HiMA M CON FXC HiMA M BAI FXC HiMA VCARUW 54,79 54,35 55,41 55,25 54,79 54,35 VCAmix 54,69 53,81 51,01 48,98 54,68 54,26
Graúdo Graúdo Graúdo Graúdo Graúdo Graúdo
Além do método Bailey, veri0icou-se o comportamento das granulometrias das 24 misturas quanto ao método FAD calculando-se as porosidades após o processo de dosagem, conforme a Equação 1, que considera no cálculo a densidade aparente da mistura de agregados, densidade máxima medida, teor de ligante e volume de vazios da mistura. Para porosidade inferior a 48% têm-se um esqueleto mineral
potencialmente resistente à deformação permanente, pois quanto maior a quantidade de peneiras na composição da FAD maior é a quantidade de diferentes tamanhos de agregados que estão interagindo entre si e formando o esqueleto mineral. Valores superiores a 52% são um indicativo de susceptibilidade à deformação permanente e valores intermediários a estes dois limites são chamados porosidades mar-ginais no qual não se tem uma garantia quanto a capacidade de intertravamento da estrutura de agrega-dos. IC,ag FAD TM ag>FAD V +VAM η = V -V (1) onde, : porosidade FAD (%); , : volume de agregados intersticiais (menores do que a FAD);
: volume de vazios no agregado mineral; : volume total da mistura; : volume de agrega-dos 0lutuantes (maiores do que a FAD).
As misturas foram dosadas pela metodologia Superpave (AASHTO M 323,2013) com 100 giros e os critérios de projeto nı́vel 1 (critério volumétrico), dependente do tráfego e da importância da rodovia, e pelo método de dosagem Marshall (ASTM D 2926,2004) com 75 golpes. Os teores de projeto obtidos para as 24 misturas asfálticas estão apresentados na Figura 2. Veri0ica-se que todas as misturas Marshall apresentaram teores de ligante superior às misturas Superpave, no qual o menor aumento no teor foi de 0,4% e o maior de 1,2%. Além disso, destaca-se que os teores de ligante obtidos na dosagem Superpave não atendem ao teor mı́nimo requerido de 4,5% para camada de rolamento da norma DNIT 031 (2006). Com a utilização desses dois métodos de dosagem foi possı́vel analisar a in0luência da variação do teor de ligante para uma mesma mistura no comportamento à deformação permanente.
Figura 2. Teor de ligante ob do para as 24 misturas asfál cas
Para avaliação da resistência à deformação permanente realizou-se o ensaio uniaxial de carga repe-tida, conforme norma AASHTO TP 79 (2012), que também atende a ABNT NBR 16505 (2016). Como parâmetros de ensaio adotou-se o tempo de aplicação de carga de 0,1 s, tempo de repouso de 0,9 s, ten-são de 204 kPa, tenten-são de repouso de 10,2 kPa, tenten-são de pré-carregamento de 15 kPa com duração de 60 s, temperatura de ensaio de 60 °C e tempo mı́nimo de condicionamento das amostras de 3 horas. O critério de parada do ensaio foi de 5% da deformação ou 10000 ciclos.
Foram moldadas 3 amostras por mistura nas dimensões 10 x 15 cm no Compactador Giratório Su-perpave com volume de vazios de 7 ± 0,5% e ensaiadas na Universal Test Machine. A curva de deformação plástica vertical uniaxial de cada corpo de prova foi ajustada ao modelo de Francken, que é uma combi-nação dos modelos de potência e exponencial.
Com os resultados do ensaio uniaxial de carga repetida, buscou-se correlacionar os FNs das misturas asfálticas com as propriedades reológicas, Jnr e PG de alta, dos ligantes asfálticos, teor de ligante de pro-jeto, proporção AG e porosidade FAD. Além disso, construiu-se um modelo através de uma regressão linear múltipla, que é uma técnica estatı́stica para construção de modelos que descrevem a relação entre várias variáveis explicativas de uma determinada propriedade, neste caso o FN.
3. APRESENTAÇÃO E DISCUSSÃO DOS RESULTADOS
Os resultados do ensaio uniaxial de carga repetida estão apresentados na Figura 3. Nota-se uma in0luên-cia signi0icativa do tipo e teor do ligante asfáltico nos resultados apresentados pelas misturas. Quanto maior a quantidade de modi0icação no ligante asfáltico por polı́mero SBS maior o FN das misturas em decorrência da melhor absorção dos esforços e da maior recuperação elástica que as modi0icações con-ferem ao concreto asfáltico, fato este também constatado em estudos como Onofre et al. (2013), Barros et al. (2015), e Santagata et al. (2015). Já um aumento no teor de ligante asfáltico reduziu o FN das mis-turas asfálticas.
Figura 3. Flow Number ob do para as 24 misturas asfál cas
As misturas com ligante 50/70 apresentaram os menores FN, enquanto as misturas com ligante AMP 60/85 valores intermediários e as misturas com ligante HiMA não atingiram a deformação de 5% em 10000 ciclos. Segundo os critérios de Nascimento (2008), as misturas com o ligante 50/70 seriam ade-quadas para um tráfego médio de 3x106 a 1x107 (300 < FN < 750), enquanto as demais, 16 misturas com ligante modi0icado, compatı́veis com um tráfego pesado de 1x107 a 3x107 (FN > 750). Portanto, para as misturas desta pesquisa que considera apenas uma fonte de agregado mineral é necessário modi0icar o tipo de ligante asfáltico para alterar a classi0icação quanto ao tráfego, sendo que as modi0icações na gra-nulometria e no teor de ligante não apresentaram tal potencial. Cabe salientar que variações maiores no teor de ligante asfáltico que as apresentadas neste trabalho e alterações na forma, mineralogia, angula-ridade e textura dos agregados podem alterar a classi0icação quanto ao tipo de tráfego, entretanto não foram objetos deste estudo.
Considerando os limites sugeridos em Bastos et al. (2017), as misturas com ligante 50/70 seriam classi0icadas para um tráfego pesado de 1x107 a 3x107 (300 < FN < 1000), e as misturas com os ligantes
662 597444 492 5165 5528 5367 6300 >10000 314370 329 449 2244 2976 1742 2945 >10000 0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 F lo w N u m b e r (C ic lo s) S C O N F X B 5 0 -7 0 S B A I F X B 5 0 -7 0 S B A I F X C 5 0 -7 0 S C O N F X C 5 0 -7 0 S C O N F X B 6 0 -8 5 S B A I F X B 6 0 -8 5 S B A I F X C 6 0 -8 5 S C O N F X C 6 0 -8 5 M C O N F X B 5 0 -7 0 M B A I F X B 5 0 -7 0 M B A I F X C 5 0 -7 0 M C O N F X C 5 0 -7 0 M C O N F X B 6 0 -8 5 M B A I F X B 6 0 -8 5 M B A I F X C 6 0 -8 5 M C O N F X C 6 0 -8 5 S C O N F X B H iM A S B A I F X B H iM A S B A I F X C H iM A S C O N F X C H iM A M C O N F X B H iM A M B A I F X B H iM A M B A I F X C H iM A M C O N F X C H iM A FN> 750 Tráfego Pesado 300>FN>750 Tráfego Médio
modi0icados à um nı́vel de tráfego extremamente pesado maior que 3x107 (FN > 1000).
Ao se analisar os ensaios de caracterização reológica dos ligantes asfálticos com o comportamento à deformação permanente encontra-se coerência com os resultados apresentados. No ensaio com ligante envelhecido no RTFOT utilizando o DSR, que permite ter um indicativo do comportamento do material ao afundamento em trilha de roda imediatamente após a execução do revestimento através da relação |G*|/sen φ, encontrou-se o maior valor da relação para o ligante HiMA, seguido pelo AMP 60/85 e 50/70, indicando uma maior recuperação elástica dos ligantes modi0icados na temperatura do ensaio uniaxial de carga repetida.
Além disso, é possı́vel relacionar o parâmetro reológico Jnr obtido no ensaio MSCR e o PG de alta temperatura dos ligantes asfálticos com a deformação permanente. Quanto maior o Jnr dos ligantes as-fálticos menor a capacidade do ligante de recuperar as deformações sofridas pela ação cisalhante do tráfego. O PG classi0ica o material quanto ao comportamento em função do ambiente em que será im-plantada a mistura asfáltica, considerando as temperaturas do pavimento ao longo da sua vida útil e do tráfego previsto (NCHRP, 2011).
A Figura 4 apresenta as correlações dos FNs das misturas com o Jnr (a) e o PG de alta temperatura (b) dos ligantes asfálticos. Nota-se que os R² obtidos indicam forte correlação do Jnr e do PG com a resistên-cia à deformação permanente, tanto ao se analisar separadamente por método de dosagem como pelo conjunto todo de dados. A boa correlação do Jnr e o FN também foi identi0icada em estudos como D’An-gelo (2009) (R² de 0,75 a 0,93) e Domingos et al. (2017) (R² = 0,74). Além disso, conforme esperado, à medida que aumenta o PG do ligante asfáltico utilizado na mistura tem-se um maior valor de FN.
Figura 4. Correlação do Jnr (a) e PG de alta temperatura (b) dos ligantes com os FNs
0,00 0,25 0,50 0,75 1,00 1,25 1,50 1,75 2,00 2,25 2,50 2,75 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000 M S C R (J n r @ 3 ,2 K P a / K P a-¹)
Flow Number (Ciclos) @60°C
Misturas Superpave y=-0,0002x+2,1298 R²=0,924 Misturas Marshall y=-0,0002x+1,9089 R²=0,988 Linear (Misturas Superpave y=-0,0002x+2,1298 R²=0,924) Linear (Misturas Marshall y=-0,0002x+1,9089 R²=0,988) Linear (Marshall e Superpave y=-0,0002x+2,0012 R²=0,938) LIGANTE 50/70 LIGANTE 60/85 LIGANTE HiMA (a) 50 60 70 80 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000 P e rf o rm a n c e G ra d e ( ° C )
Flow Number (Ciclos) @60°C
Misturas Superpave y=0,0019x+57,738 R²=0,973 Misturas Marshall y=0,0016x+61,251 R²=0,763 Linear (Misturas Superpave y=0,0019x+57,738 R²=0,973) Linear (Misturas Marshall y=0,0016x+61,251 R²=0,763) Linear (Marshall e Superpave y=0,0017x+59,795 R²=0,844) LIGANTE 60/85
LIGANTE 50/70
LIGANTE HiMA
O valor de Jnr do ligante HiMA o classi0ica como Extreme (tráfego extra pesado) com tráfego perma-nente e maior que 3x107 e velocidade menor que 20 km/h, enquanto que os ligantes AMP 60/85 e 50/70 uma classi0icação High (tráfego pesado) com tráfego lento ou de 1x107 a 3x107 com velocidade de 20 a 70 km/h (Bahia, 2014; AASHTO M332, 2014). A classi0icação High do ligante 50/70 está em desacordo com o nı́vel de tráfego sugerido por Nascimento (2008) e de acordo os nı́veis de tráfego sugerido por Bastos et al. (2017). Entretanto, a classi0icação High do ligante AMP 60/85 não é compatı́vel com o trá-fego extremamente pesado de Bastos et al. (2017), conforme os resultados obtidos nesta pesquisa. A variação no teor de ligante também in0luenciou consideravelmente nos FN obtidos pelas misturas, exceto nas misturas com ligante HiMA até 10000 ciclos. Para as misturas com ligante 50/70, a redução no teor de ligante aumentou de 10% a 111% o FN, enquanto que para o ligante AMP 60/85 a redução no teor aumentou o FN de 86% a 208%. Como nas misturas Marshall o teor de ligante é superior às misturas Superpave, essa maior quantidade de ligante asfáltico reduz o atrito entre os agregados, resul-tando numa maior susceptibilidade de desenvolver à deformação permanente ao aumentar-se o teor de ligante.
A correlação FN versus teor de ligante, Figura 5, apresenta bons R² e mostra uma maior susceptibili-dade das misturas com ligante AMP 60/85 em relação à variação no teor. A modi0icação de 0,1% no teor de ligante das misturas com 50/70 resulta em uma variação de aproximadamente 35 ciclos no FN, en-quanto nas misturas com o ligante AMP 60/85 a variação é de 412 ciclos.
Figura 5. Correlação Teor de Ligante de projeto (%) e FN ob do nas misturas asfál cas
De modo geral, outros estudos que utilizaram o ligante 50/70 como Nascimento (2008), com PG de 64-22 e agregados de origem gnaisse-granı́tica de Juiz de Fora-MG, encontrou FN variando de 112 a 531; Onofre (2012) com PG de 64-22 da Replan encontrou FN de 1977 com agregado basáltico de São Paulo e 124 com agregado granı́tico do Ceará; Com esse mesmo agregado granı́tico e um ligante de PG 70-18 da Lubnor o autor encontrou FN de 490; Centofante (2016) com o mesmo ligante 50/70 desta pesquisa e agregado basáltico ácido (Riodacito) do Rio Grande do Sul (RS) encontrou FNs de 60, 150, 262 e 540 para misturas com incorporação de fresado nos teores de 0, 10, 20 e 30%, respectivamente. Com isso, veri0ica-se que os FNs obtidos pelos autores foram próximos ou inferiores aos obtidos nesta pesquisa, com exceção da mistura com agregado basáltico de Onofre (2012), o que condiciona, em termos práticos, misturas com este tipo de ligante adequado à um tráfego médio conforme nı́veis de tráfego estabelecidos por Nascimento (2008). Para tráfegos pesados os ligantes modi0icados são mais viáveis tecnicamente para obtenção de FN acima de 750.
Destaca-se a in0luência dos agregados no comportamento à deformação permanente nos resultados de Onofre (2012) e Centofante (2016). O primeiro autor encontrou para o mesmo ligante 50/70 FNs
y = -347,23x + 1878,2 R² = 0,7603 y = -4124,7x + 21661 R² = 0,8703 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 3,50 3,75 4,00 4,25 4,50 4,75 5,00 F lo w N u m b e r (C ic lo s ) @ 6 0° C Teor de ligante (%) 50/70 60/85 SUPERPAVE MARSHALL
opostos ao utilizar um agregado basáltico (1977) e granı́tico (124) e a autora com o mesmo ligante 50/70 desta pesquisa, porém com agregado de origem diferente desta pesquisa, encontrou FN para a mistura sem incorporação de fresado de 60 (o menor FN desta pesquisa foi 314). Nota-se que a in0luên-cia do agregado cresce quando se considera diferentes fontes de agregados, pois se tem distintas mine-ralogias, formas, texturas e rugosidades, diferentemente ao se considerar modi0icações apenas na gra-nulometria para uma mesma fonte de agregado, no caso desta pesquisa, que mostrou como mais in0lu-ente o tipo e teor de ligante asfáltico.
Esta in0luência do ligante asfáltico é corroborado por Centofante (2016), pois para o mesmo agregado só foi possı́vel aumentar o FN com a incorporação de ligante envelhecido na mistura (fresado), e também por Onofre (2012) que ao utilizar um ligante 50/70 de PG maior (70-18) para o agregado granı́tico au-mentou o FN para 490.
A análise com foco na granulometria indica que o ajuste granulométrico proposto pelo método Bailey aumentou de 7% a 69% o FN médio das misturas, exceto a S BAI FXB 50/70 com decréscimo de 10%. Nas misturas Marshall, cujos teores são mais elevados que nas misturas Superpave, o ganho de resistên-cia com o método foi mais signi0icativo. Em teores mais elevados a mistura é mais susceptı́vel a defor-mar-se, sendo que a resistência aumenta à medida que o esqueleto mineral forneça um maior intertra-vamento, propriedade conferida pelo método.
Entretanto, apesar do ganho de resistência proporcionado pelo método não se encontrou uma boa correlação, apresentada na Figura 6, entre FN e a proporção AG, que é o fator mais importante para a seleção da mistura, pois avalia a compactação da porção graúda e os vazios resultantes desse arranjo. Valores de AG abaixo do especi0icado indicam misturas sujeitas a segregação, e valores acima que a fra-ção de agregado graúdo está desbalanceada e as partı́culas que não são consideradas agregado graúdo tendem a controlar o esqueleto mineral. Conforme esperado, as curvas de tendência indicam que um aumento da proporção AG reduz o valor do FN, pois as misturas com a proporção AG acima do especi0i-cado apresentam os agregados graúdos dispersos na estrutura, sem um contato granular.
Figura 6. Correlação Proporção AG e FN ob do nas misturas asfál cas
Em relação ao método FAD, na Tabela 5 estão apresentadas as porosidades das misturas asfálticas. As porosidades para todas as misturas são menores que 48, indicando que os tamanhos de agregados os quais compõem a FAD das misturas formam um esqueleto mineral resistente à deformação permanente. Ao se analisar valores de FN de Nascimento (2008), Bastos et al. (2015), Centofante (2016) e Ferreira et al. (2016), nota-se que os FNs das 24 misturas asfálticas desta pesquisa foram iguais ou superiores aos encontrados nos estudos citados anteriormente, indicando coerência com os resultados obtidos. Entre-tanto, têm-se misturas com porosidades semelhantes e valores de FN distintos, não sendo sensı́vel ao se comparar os comportamentos entre as misturas aqui estudadas com diferentes granulometrias e ligan-tes asfálticos. y = -90,851x + 636,27 R² = 0,1051 y = -822,74x + 6386 R² = 0,3419 y = -118,9x + 480,16 R² = 0,4818 y = -1683,9x + 4105,8 R² = 0,9955 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1,10 1,20 1,30 1,40 1,50 F lo w N u m b e r (C ic lo s) @ 6 0° C Proporção AG S 50/70 S 60/85 M 50/70 M 60/85 Lim AG
Tabela 5 – Porosidade FAD e Faixa de Agregado Dominante das misturas
Misturas Porosidade
FAD (%) FAD Misturas
Porosidade FAD (%) FAD S CON FX B 50/70 42,2 4,75-1,18 M CON FX B 50/70 43,3 4,75-1,18 S BAI FX B 50/70 45,1 4,75-1,18 M BAI FX B 50/70 45,1 4,75-1,18 S CON FX C 50/70 42,4 4,75-1,18 M CON FX C 50/70 43,4 4,75-1,18 S BAI FX C 50/70 35,3 12,5-1,18 M BAI FX C 50/70 35,8 12,5-1,18 S CON FX B 60/85 42,3 4,75-1,18 M CON FX B 60/85 43,6 4,75-1,18 S BAI FX B 60/85 45,3 4,75-1,18 M BAI FX B 60/85 46,8 4,75-1,18 S CON FX C 60/85 42,9 4,75-1,18 M CON FX C 60/85 43,8 4,75-1,18 S BAI FX C 60/85 34,9 12,5-1,18 M BAI FX C 60/85 36,0 12,5-1,18
S CON FX B HiMA 42,7 4,75-1,18 M CON FX B HiMA 44,4 4,75-1,18
S BAI FX B HiMA 45,8 4,75-1,18 M BAI FX B HiMA 47,6 4,75-1,18
S CON FX C HiMA 43,0 4,75-1,18 M CON FX C HiMA 44,1 4,75-1,18
S BAI FX C HiMA 35,2 12,5-1,18 M BAI FX C HiMA 36,9 12,5-1,18
Além disso, todas as misturas com granulometria Faixa B apresentam uma FAD de 4,75 mm a 1,18 mm, e por apresentarem porosidade menor que 48, o método indica que esses tamanhos de agregados interagindo entre si formam um esqueleto mineral resistente à deformação permanente. Nas granulo-metrias Faixas C, as misturas convencionais (CON) apresentam a mesma FAD das misturas com granu-lometria Faixa B, entretanto as misturas Bailey (BAI) apresentam uma FAD maior, de 12,5 mm a 1,18 mm, indicando que esta granulometria tem agregados maiores formando o esqueleto mineral, refor-çando que o método Bailey ajusta o esqueleto mineral para apresentar intertravamento adequado. A Figura 7 apresenta a correlação entre FN e FAD das misturas separadas por método de dosagem e tipo de ligante asfáltico com bons valores de R² para as misturas Superpave com ligante AMP 60/85 e Marshall com ligante 50/70, semelhante ao encontrado em Ferreira et al. (2016). Já nas misturas Super-pave com ligante 50/70 e Marshall com AMP 60/85 os valores de R² foram baixos, entretanto, o fato das 24 misturas apresentarem porosidade abaixo de 48 pode ter comprometido a correlação, pois não abrange um espectro maior de porosidade. Conforme esperado, veri0icou-se em quase todas as correla-ções que um aumento na porosidade reduz o FN das misturas.
Figura 7. Correlação Porosidade FAD e FN ob do nas misturas asfál cas
y = 9,6773x + 149,19 R² = 0,1677 y = -92,114x + 9398,9 R² = 0,6954 y = -12,022x + 868,84 R² = 0,6824 y = -33,163x + 3887,7 R² = 0,0659 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 34 38 42 46 F lo w N u m b e r (C ic lo s ) @ 6 0° C Porosidade FAD (%) S 50/70 S 60/85 M 50/70 M 60/85
Ao se comparar o método Bailey e FAD, ambos buscam propor composições granulométricas de forma sistemática e racionais compatı́veis com a boa durabilidade de uma mistura asfáltica. O método Bailey mostrou-se uma ferramenta de rápida avaliação inicial ao se pressupor o comportamento da mis-tura com base na granulometria e análise dos parâmetros do método. Entretanto, após o processo de dosagem é necessário con0irmar o comportamento inicialmente presumido a partir da análise entre o volume de vazios na fração graúda (VCARUW) e o volume de vazios da mistura asfáltica (VCAmix). Além disso, pode-se citar como limitação a ausência de procedimentos para avaliar granulometrias que não se enquadram em todos os critérios do método e a não consideração de outras propriedades do agregado como tamanho, angularidade e textura.
A metodologia FAD também se mostrou um bom indicador quanto à deformação permanente quando se compara os resultados desta pesquisa com outros estudos da literatura, além de considerar parâme-tros como densidade aparente da mistura de agregados, densidade máxima medida da mistura, teor de ligante e volume de vazios da mistura, que são propriedades in0luenciadas pelo agregado e ligante asfál-tico. Entretanto, a porosidade, que é o parâmetro de avaliação do método só pode ser calculada após o processo de dosagem.
Quanto às faixas granulométricas, apenas nas misturas Superpave com ligante 50/70 que as misturas com granulometria Faixa B apresentaram uma maior resistência que as misturas com granulometria Faixa C. Tais observações mostram que a utilização de uma granulometria mais grossa (Faixa B) não necessariamente vai conferir uma maior resistência à deformação permanente comparada a uma gra-nulometria mais 0ina (Faixa C), e sim o importante é a efetividade do contato granular que irá formar o esqueleto mineral, no qual os métodos Bailey e FAD se mostraram uma boa ferramenta.
Por 0im, buscou-se construir um modelo do FN em função dos PGs de alta temperatura dos ligantes asfálticos, teores de ligantes de projeto, proporções AG e porosidades FAD das misturas. O modelo apre-sentado pela Equação 2 apresentou um bom R² ajustado (R² = 0,85), indicando um bom ajuste da reta, e uma boa signi0icância global (ρ < 0,05), entretanto, ao se analisar o teste de signi0icância individual de cada variável, somente o PG de alta temperatura e o teor de ligante de projeto apresentam relação esta-tı́stica com o FN (ρ < 0,05), fato este já esperado devido as diferenças entre os PGs dos ligantes asfálticos. FN = -21361,14 + 574,66.PG - 2342,97.Teor + 196,91.ProporçãoAG - 74,06.Porosidade (2)
4. CONCLUSÕES
Visando compreender a in0luência do tipo e teor de ligante asfáltico e da granulometria no comporta-mento à deformação permanente, este artigo avaliou 24 misturas asfálticas através do ensaio uniaxial de carga repetida. Identi0icou-se que para uma mesma fonte de agregado mineral, ou seja, sem alteração na forma, textura e mineralogia, a mudança no tipo e teor de ligante asfáltico são consideravelmente mais in0luentes que alterações nas granulometrias das misturas, sendo esse fator importante pois em grande parte dos projetos de revestimentos asfálticos tem-se disponı́vel apenas uma fonte de agregado local. Tais constatações são embasadas pelas fortes correlações encontradas entre os parâmetros reoló-gicos e do teor dos ligantes asfálticos com os FNs das misturas. Isso reforça a necessidade de se utilizar a classi0icação do ligante asfáltico com base no PG, visto sua direta correlação com o comportamento à deformação permanente.
Além disso, as metodologias Bailey e FAD também apresentaram resultados satisfatórios, principal-mente o método Bailey com aumento dos FNs das misturas. Ambos os métodos são ferramentas de ava-liação da granulometria de forma racional, diferentemente do enquadramento por tentativa e erro em faixas especi0icadas pela norma do DNIT 031 (2006), que também não se mostrou satisfatório, já que não se constatou um melhor comportamento à deformação permanente das misturas com granulome-tria Faixa B, mais graúda, em relação às misturas com granulomegranulome-tria da Faixa C.
Entretanto, salienta-se que cada material possui seu campo de aplicação que deve ser avaliado em con-junto com o projeto do pavimento, particularidades e fontes de materiais locais disponı́veis e de outro
tipo de dano como, a fadiga, e assim levar em consideração os aspectos de comportamento discutidos nesta pesquisa.
AGRADECIMENTOS
Os autores agradecem a Rede Temática de Asfalto/Petrobras pelo suporte a pesquisa e ao CNPq (302677/2015-1) pela bolsa Pq do terceiro autor.
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